Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza z dodatkiem ...

Biuletyn WAt Vol. lXiii, nr 1, 2014

Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza z dodatkiem heksagonalnego azotku boru

Tadeusz KałdońsKi, Bolesław Giemza1, arTur Król, KrzyszTof Gocman

wojskowa akademia Techniczna, wydział mechaniczny, 00-908 warszawa, ul. gen. s. Kaliskiego 2, [email protected], [email protected]

1instytut Techniczny wojsk lotniczych, zakład materiałów Pędnych i smarów, 01-494 warszawa, ul. Księcia Bolesława 6, [email protected]

Streszczenie. autorzy prezentują w artykule wybrane wyniki badań porowatych tulei ślizgowych nowej generacji spiekanych z proszku żelaza Höganas nc.100.24 z dodatkiem heksagonalnego azotku boru h-Bn zamiast dotychczas stosowanego proszku miedzi lub grafitu. zadania zrealizowano w ramach projektu rozwojowego PBr/15-249/2007/waT-or00002904 finansowanego przez ministerstwo nauki i szkolnictwa wyższego w latach 2007-2011 [1]. uzyskano znaczącą, nawet dwukrotną poprawę obciążalności i trwałości porowatych tulei Ø25/Ø35 × 20 mm zawierających w żelaznym spieku 3% wagowe azotku boru h-Bn, w porównaniu do takich samych, standardowych tulei zawierających 2,5% miedzi. dotychczas w świecie nie są znane tuleje spiekane z proszku żelaza z dodatkiem h-Bn, osiągające dzięki temu zwiększoną trwałość i nośność, dlatego autorzy zgłosili do urzędu Patentowego rzeczpospolitej Polskiej odpowiednie zastrzeżenie patentowe [2]. Słowa kluczowe: tuleje porowate, spiek żelazny, azotek boru

1. Wprowadzenie

Porowate tuleje ślizgowe na osnowie żelaza produkuje się jako: tuleje żelazne bez dodatków, tuleje żelazne z niewielkim dodatkiem grafitu (0,4-1,0% lub 0,5-2% c), żelazne z grafitem lub bez grafitu, ale ze znaczną zawartością miedzi (1-5% lub nawet 15-25% cu). Tuleje żelazne (o gęstości ok. 5,6-6,0 g/cm3) stosowane są do średnich obciążeń. znane są również tuleje żelazne z dodatkiem ołowiu w ilości nie większej niż 3,5%. Trwałość porowatych tulei ślizgowych z dodatkiem ołowiu jest

88 T. Kałdoński, B. Giemza, A. Król, K. Gocman

mniejsza przy dużych prędkościach, w porównaniu ze zwykłymi żelaznymi tulejami, ale przy mniejszych prędkościach i większym obciążeniu łożysko takie prezentuje się korzystnie. dodatek grafitu sprzyja bezszmerowej pracy łożysk i wzmocnieniu cienkiej błonki oleju znajdującego się w szczelinie smarowej, umożliwiając pracę przy większym luzie niż łożyska bezgrafitowe. Jednak zbyt duża zawartość grafitu (powyżej 3%) pogarsza właściwości wytrzymałościowe tulei. Tuleje żelazne z do-datkiem miedzi zostały wprowadzone do przemysłu w głównej mierze z uwagi na podwyższenie właściwości wytrzymałościowych. Tuleje żelazo-miedziowe mogą być zarówno bardziej obciążone, jak i stosowane przy większych prędkościach ślizgania niż inne rodzaje porowatych tulei ślizgowych. miedź dodawana jest do porowa-tych tulei żelaznych w ilości nawet do 25%, co powoduje zwiększenie twardości materiału tulei i jej odporności na obciążenia udarowe. Powszechnie stosowane tuleje porowate przeznaczone do pracy przy średnich obciążeniach i prędkościach zawierają na ogół ok. 2,5% cu (np. tuleje ø25/ø35 × 20 produkowane w Polmo łomianki zastosowane jako tuleje referencyjne w tym projekcie — oznaczone jako tuleje T-1-x). spotyka się również, w zależności od konkretnych zastosowań, tuleje żelazne z dodatkiem manganu, krzemu i cyny. natomiast dotychczas nie są znane tuleje spiekane z proszku żelaza z dodatkiem dobranej ilości heksagonalnej odmiany azotku boru h-Bn, pozwalającego na zwiększenie trwałości i nośności łożysk, przy zastosowaniu odpowiednio dobranego oleju smarowego. maksymalną zawartość azotku boru w spieku badanych tulei ustalono na 3% mas. i wynikała ona z wcześniej przeprowadzonych badań własnych [3]. w badaniach tych stwierdzo-no m.in., że próbki porowate zawierające w spieku do 3% h-Bn generowały kilka razy mniejszy współczynnik tarcia niż próbki porowate niezawierające h-Bn (przy smarowaniu np. olejem przekładniowym Hipol-15f). Kierując się wynikami tych badań, wykonano w fabryce drutu i wyrobów z drutu w Gliwicach partię ww. tulei porowatych ze spieku fe zawierającego do 3% h-Bn o takich samych rozmiarach (ø25/ø35 × 20 mm — oznaczone jako tuleje T-3-x) co standardowe tuleje wykonane w Polmo łomianki zawierające 2,5% cu i poddano je badaniom porównawczym nośności (obciążalności) i trwałości. Badania przeprowadzono na dwóch odmiennych stanowiskach Płs-01 i Płs-02 (p. 2 i p. 3) wyposażonych w wałki wykonane ze stali nc6. czopy wałków Ø25, współpracujące z porowatymi tulejami, były szlifowane na ra = 0,32 µm w tolerancji pasowania h7 i miały twardość ok. 65 Hrc. do smarowania (nasączania tulei) stosowano różne oleje, dobrane jako najlepsze spośród szerokiej gamy olejów poddanych badaniom kontrolnym z wykorzystaniem standardowych tulei, m.in. oleje przekładniowe Hipol-15f 85 w/90 (0-3) i mobilube 1sHc 75w/90 (0-26) oraz mieszaninę 0-30 syntetycznych olejów bazowych polialfaolefinowych Pao-8 + Pao-40 (55% + 45% mas.). inne sprawdzone oleje, np. stosowany przez krajowych producentów porowatych łożysk olej antykol Ts120 lub zalecany przez Klüber lubrication olej PfPe Klüberalfa dH3-100, były znacznie, znacznie gorsze [1]. Jednym z podstawowych parametrów decydujących o trwałości i nośności

89Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza...

porowatych tulei, zdeterminowanym m.in. ich porowatością, jest „przewiewność” i przepuszczalność tulei określona dla rzeczywistej cieczy użytej do jej nasączenia oraz zmienność tego parametru w funkcji czasu, na co ma wpływ głównie charakter fizycznego i chemicznego oddziaływania cieczy smarującej z porowatą strukturą. dlatego badania tribologiczne porowatych tulei poprzedzono oceną ich „przewiewności” i przepuszczalności (p. 4).

2. Metodyka i wyniki badań na maszynie PŁS-01

na poniższych zdjęciach (rys. 1 i 2) pokazano stanowisko badawcze Płs-01, którego zespół napędowy stanowią dwa silniki elektryczne o nominalnej prędkości obrotowej n = 1450 obr/min i mocy 4,5 kw. system sterowania prędkością obrotową umożliwiał wybór żądanej prędkości w zakresie 0…1500 obr/min, dla szesnastu łożysk badanych równocześnie. maszyna Płs-01 została zbudowana w zakładzie Tribologii, inżynierii Powierzchni i logistyki Płynów eksploatacyjnych wydziału mechanicznego waT specjalnie do badania porowatych łożysk ślizgowych.

Rys. 1. Widok z boku stanowiska PŁS-01

Rys. 2. Widok z tyłu stanowiska PŁS-01


Badania obciążeń granicznych (pgr) przeprowadzono na tym stanowi-sku dla trzech prędkości obrotowych, tj.: n1 = 600 obr/min (v1 = 0,79 m/s); n2 = 1000 obr/min (v2 = 1,31 m/s) i n3 = 1400 obr/min (v3 = 1,83 m/s). obciążenie było zwiększane stopniowo (skokowo), każdorazowo po ustabilizowaniu (i/lub spadku) oporów ruchu i temperatury łożyska. skok zmian obciążenia wynosił każdorazowo 0,4 mPa. za nacisk graniczny (pgr) uznawano taki, który poprzedzał nacisk powodujący zacieranie (pz). Jako kryterium zatarcia przyjęto następujące parametry: gwałtowny wzrost oporów ruchu, tzn. gdy moment tarcia Mt > 2 nm i współczynnik tarcia µ > 0,3; praca łożyska była niestabilna, tzn. występowały duże wahania, skoki parametrów pracy (chwilowe przycieranie itp.); temperatura tarcia łożyska gwałtownie rosła do T > 200…220°c.

wpływ dodatku h-Bn na nośność tulei T-3-x w porównaniu do tulei T-1-x nie-zawierających azotku boru przedstawiono przykładowo na poniższych rysunkach (rys. 3-6). Tuleje smarowane (nasączone w ok. 97-98%) były olejami: 0-3 — Hipo-lem 15f 85 w/90; 0-26 — mobilube 1sHc 75 w/90 i 0-30 — mieszaniną 55%/45% syntetycznych olejów bazowych polialfaolefinowych Pao8 i Pao40. wyniki tych badań odniesiono również do realnego stanu, przy zastosowaniu w standardowych tulejach (T-1-x) olejów powszechnie zalecanych do smarowania porowatych łożysk ślizgowych, np. Klüberalfa dH-3-100 (dla n = 600 obr/min: pgr = 2,22 mPa i pgr · v = = 1,74 mPa·m·s–1, dla n = 1400 obr/min pgr = 0,68 mPa i pgr · v = 1,25 mPa·m·s–1) lub antykolu Ts120 (dla n = 600 obr/min: pgr = 2,84 mPa i pgr · v = 2,23 mPa·m·s–1, a dla 1400 obr/min: pgr = 1,01 mPa i pgr · v = 1,84 mPa·m·s–1). wartości te zaledwie mieszczą się w zakresie wartości p · v = 0,9…2,1 mPa·m·s–1 powszechnie uznanego za wystarczający dla standardowych porowatych łożysk ślizgowych (T-1-x). Przedział ten zaznaczono przerywanymi liniami poziomymi na kolejnych rysunkach.

rys. 3. wpływ h-Bn na zwiększenie nośności porowatych tulei przy n = 600 obr/min


rys. 4. wpływ h-Bn na zwiększenie iloczynu pgr · v porowatych tulei przy n = 600 obr/min

rys. 5. wpływ h-Bn na zwiększenie nośności porowatych tulei przy n = 1400 obr/min

rys. 6. wpływ h-Bn na zwiększenie iloczynu pgr · v porowatych tulei przy n = 1400 obr/min


wprowadzenie h-Bn do struktury tulei smarowanych olejami 0-3, 0-26 i 0-30 (typ T-3-x) spowodowało dodatkowy znaczący wzrost nośności w porównaniu z tu-lejami niezawierającymi azotku boru (typ T-1-x). Przy prędkości n = 1400 obr/min uzyskano ponad 100% zwiększenie nośności, a przy n = 600 obr/min dla olejów Hipol 15f 85 w/90 (0-3) i mobilube 1sHc 75 w/90 (0-26) możliwe było zarejestro-wanie tylko 25% wzrostu. Przyrost nośności dla tulei smarowanych 0-3 lub 0-26 przy n = 600 obr/min byłby znacznie większy, lecz wynik musiał być ograniczony z powo-dów konstrukcyjnych i wytrzymałościowych stanowiska badawczego (max. obciążenie 3200 n). w tych przypadkach tuleje nie ulegały w ogóle zatarciu.

uzyskane wartości iloczynu pgr · v powyżej 6 mPa·m·s–1 (dla n = 1000 obr/min niemal 7 mPa·m·s–1) są ponad trzykrotnie większe od standardowego zakresu zale-canego dla tego typu żelaznych łożysk ślizgowych (p · v = 0,9…2,1 mPa·m·s–1 [4-7]) przy niskich wartościach temperatury (T < 80°c) i bardzo małym współczynniku tarcia (µ ≈ 0,01).

3. Metodyka i wyniki badań na maszynie PŁS-02

stanowisko Płs-02 przedstawione na poniższych zdjęciach (rys. 7 i 8) umożli-wia realizację badań z płynnie, liniowo zwiększanym obciążeniem (do osiągnięcia max. dopuszczalnej reakcji na łożysku równej 3200 n), z regulowaną prędkością obrotową (nawet do 6000 obr/min) oraz szybkością narastania obciążenia (do ok. 17 n/s). maszyna Płs-02, podobnie jak Płs-01, została zbudowana specjalnie do badania porowatych łożysk ślizgowych.

rys. 7. widok ogólny stanowiska Płs-02


Badania prowadzono dla takich samych prędkości obrotowych jak na stano-wisku Płs-01 (rys. 1 i 2), tj.: n1 = 600 obr/min (v1 = 0,79 m/s); n2 = 1000 obr/min (v2 = 1,31 m/s) i n3 = 1400 obr/min (v3 = 1,83 m/s). Badanie realizowano do wy-stąpienia charakterystycznego, gwałtownego wzrostu momentu tarcia (dmt/dt) sygnalizującego przerwanie filmu smarującego i osiągnięcie granicznej wartości obciążenia zacierającego Pzgr [n]. w tych badaniach założono, że ilość energii (przy-rost płynnego obciążania) doprowadzanej do systemu tribologicznego w jednostce czasu będzie w przybliżeniu taka sama mimo różnych prędkości obrotowych, tj.:

— dla n1 = 600 obr/min (v1 = 0,79 m): ΔW1 = 14 n/s, więc ΔW1 · v1 = 11,06 w/s;— dla n2 = 1000 obr/min (v2 = 1,31 m/s): ΔW2 = 8,4 n/s, więc ΔW2 · v2 = 11,00 w/s;— dla n3 = 1400 obr/min (v3 = 1,83 m/s): ΔW3 = 6,0 n/s, więc ΔW3 · v3 = 10,98 w/s.wpływ dodatku h-Bn na obciążalność tulei T-3-x w porównaniu do tulei

T-1-x niezawierających azotku boru przedstawiono przykładowo na poniższych rysunkach (rys. 9 i 10).

Badania te potwierdziły rezultaty uzyskane na Płs-01 opisane w p. 2. wprowa-dzenie h-Bn do porowatej struktury tulei smarowanych olejami 0-3 lub 0-26 spo-wodowało dalszy znaczący wzrost ich nośności w całym zakresie stosowanych pręd-kości, tj. 600 obr/min (v1 = 0,79 m/s); 1000 obr/min (v2 = 1,31 m/s) i 1400 obr/min (v3 = 1,83 m/s). ze względu na dopuszczalne obciążenie na stanowisku Płs-02 (3200 n) nie udało się zatrzeć tulei T-3-x smarowanych olejami 0-3 lub 0-26 przy prędkości obrotowej n1 = 600 obr/min (podobnie jak w badaniach na stanowisku

rys. 8. widok ogólny Płs-02 z komputerem


Płs-01), co uniemożliwiło określenie rzeczywistej wartości nacisków granicznych. Jak widać z powyższych rysunków, nośność tulei maleje w funkcji przyrostu prędkości po-ślizgu — jest to zgodne z powszechną wiedzą na ten temat. uzyskane wartości iloczynu pgr · v powyżej 7 mPa·m·s–1 potwierdzają bardzo dobre rezultaty uzyskane poprzednio

rys. 9. wpływ h-Bn na zwiększenie nośności porowatych tulei w funkcji prędkości poślizgu v

rys. 10. wpływ h-Bn na zwiększenie iloczynu pgr · v porowatych tulei w funkcji prędkości poślizgu v


na Płs-01 i są obecnie ok. 3,5-krotnie większe od standardowego zakresu wyma-ganego dla tego typu żelaznych łożysk ślizgowych (p · v = 0,9…2,1 mPa·m·s–1) smarowanych zalecanymi przez producentów olejami, np. antykol Ts120 lub Klüberalfa dH-3-100.

4. Metodyka i wyniki badań przepuszczalności porowatych tulei

od przepuszczalności porowatych tulei zależy cyrkulacja oleju w porowatej strukturze i jego dopływ do szczeliny smarowniczej pomiędzy tuleją i wałkiem. Przepuszczalność poprzez ścisły związek z porowatością tulei i charakterem interakcji porowatej struktury z substancją smarującą determinuje określoną nośność i trwałość porowatego łożyska. Bezwzględną ocenę przepuszczalności porowatych struktur zaleca się przeprowadzać za pomocą gazów (Pn-en iso 4022:2007 Przepuszczalne spiekane materiały metaliczne. Oznaczanie przepuszczalności płynu), ze względu na zjawisko tworzenia się na ściankach wewnątrz porów nanowarstwy aktywnych powierzchniowo substancji obecnych w olejach. natomiast ocena porównawcza przepuszczalności tulei z użyciem rzeczywistych olejów smarowych, zawierających pakiet różnych dodatków aktywnych chemicznie, pozwala określić (objaśnić) ich jakość funkcjonowania jako substancji przeznaczonych do smarowania porowatych tulei ślizgowych.

oznaczenie przepuszczalności tulei powietrzem („przewiewność”) wykonano zgodnie ze wspomnianą wyżej normą Pn-en iso 4022:2007. oznaczenie polegało na określeniu objętościowego natężenia przepływu i spadku ciśnienia powietrza podczas przenikania przez porowatą ściankę tulejek ø25/ø35 × 20 mm o znanej powierzchni czynnej i grubości w warunkach przepływu laminarnego, na stanowisku badawczym przedstawionym na poniższych rysunkach (rys. 11 i 12). oznaczenie przepuszczalności tulei olejami rzeczywistymi przeprowadzono wg tej samej normy na odpowiednio przystosowanym stanowisku.

rys. 11. schemat ideowy stanowiska do pomiaru „przewiewności”


na kolejnych rysunkach (rys. 13-16) przedstawiono wykresy zbiorcze prze-puszczalności porowatych tulei T-1-x i T-3-x dla powietrza i dla dwóch olejów przekładniowych: Hipolu 15f 85 w/90 i mobilube 1sHc 75 w/90.

rys. 12. widok ogólny stanowiska do pomiaru „przewiewności”

rys. 13. wykres zbiorczy przepuszczalności powietrzem tulei standardowych T-1-x i nowej generacji T-3-x

rys. 14. wykres przepuszczalności olejem Hipol 15f (0-3) tulei standardowych T-1-x


analiza wyników badań wskazuje, że przewiewność tulei T-3-x wykonanych z żelaznego spieku zawierającego azotek boru h-Bn jest wyraźnie mniejsza niż tulei standardowych T-1-x wykonanych ze spieku fe + 2,5% cu. obserwowane różnice przewiewności wynikają z różnicy porowatości, mniejszej o 3-4% dla tulei zawiera-jących w spieku azotek boru h-Bn. w konsekwencji uśrednione, końcowe wartości przepuszczalności dla oleju Hipol 15f były dwukrotnie mniejsze dla tulei z h-Bn (T-3-x) niż dla tulei standardowych (T-1-x). w przypadku oleju mobilube 1sHc różnica ta była znikoma. charakter zmienności przepuszczalności w funkcji czasu był podobny dla obu olejów, tzn. w tulejach standardowych (T-1-x) był to szybki spadek przepuszczalności od wartości 10-20·10–15 m2 do średniej wartości końcowej ustabilizowanej rzędu 2,1 ·10–15 m2, a w tulejach zawierających w spieku azotek boru h-Bn (T-3-x) spadek ten był niewielki (dla oleju mobilube 1sHc nieco większy) — w zasadzie można powiedzieć o stabilnej charakterystyce przepuszczalności w funk-cji czasu (dla Hipolu spadki wynosiły zaledwie 0,2 ·10–15 m2, a dla oleju mobilube

rys. 15. wykres przepuszczalności olejem Hipol 15f (0-3) tulei z azotkiem boru w spieku T-3-x

rys. 16. zestawienie końcowych uśrednionych wartości przepuszczalności badanych tulei dla dwóch olejów: Hipol 15f (0-3) i mobilube 1sHc (0-26)


o ponad dwukrotnie mniejszej lepkości w temp. 25°c rozrzut był większy i wynosił 0,2-0,7 ·10–15 m2). w badaniach tribologicznych na maszynach Płs-01 i Płs-02 okazało się, że obydwa oleje spełniały jednakowo dobrze swoją funkcję w łożysku porowatym, ale znacznie lepiej w łożysku zawierającym w spieku 3% azotku boru h-Bn niż łożysku standardowym, gdy przepuszczalność była stosunkowo mała, lecz stabilna i wystarczająca do stworzenia optymalnego smarowania — w połą-czeniu ze stabilizującym proces tarcia działaniem azotku boru h-Bn w porowatym spieku. w efekcie nośność tych łożysk była większa niż łożysk standardowych, któ-rych przepuszczalność była dużo większa. w związku z tym trwałość tych łożysk również była większa, szczególnie w przypadku stosowania oleju Hipol, którego przepuszczalność była stosunkowo niska, ale bezpieczna dla optymalnej pracy łożyska. ubytki masy substancji smarującej z porowatej struktury dla oleju Hipol były 2-3 razy mniejsze niż dla oleju mobilube. w badaniach trwałościowych łożysk przy bardzo dużym obciążeniu P = 2000 n (w celu skrócenia czasu trwania testów), co skutkowało wysokim iloczynem pgr · v = 5,24 mPa·m·s–1, uzyskano przebieg łożysk do zatarcia: przy smarowaniu olejem Hipol 15f 1100 godzin, a olejem mobi-lube 1sHc tylko 400 godzin. są to wartości 1,5-2 razy większe od trwałości łożysk T-1-x pracujących w takich samych warunkach. w stosunku do tulei nasączonych olejami powszechnie zalecanymi, np. antykol Ts120 lub Klüberalfa dH3-100, są to ubytki nawet 10-krotnie mniejsze, co przekłada się na wielokrotne zwiększenie trwałości łożyska T-3-x smarowanego olejem Hipol, jeśli na przeszkodzie nie staną inne niespodziewane negatywne przyczyny.

5. Podsumowanie

niezależnie od sposobu realizowanych badań zawsze uzyskiwano znaczącą, nawet dwukrotną poprawę obciążalności i trwałości porowatych tulei wykonanych ze spieku żelaznego zawierającego 3% heksagonalnego azotku boru. Tuleje porowate zawierające azotek boru h-Bn pracują cicho i stabilnie przy bardzo niskiej temperatu-rze generowanej tarciem i przy bardzo niskim współczynniku tarcia. stwierdzono, że ich zużycie jest nawet mniejsze niż badanych porównawczo tulei zawierających tylko 2,5% cu, szczególnie przy niezbyt dużej prędkości n ≤ 1000 obr/min, np. w teście trwałościowym trwającym ponad 1000 godz. bez zatarcia pod obciążeniem 2000 n, co oznaczało pgr ·v = 5,24 mPa·m·s–1, zużycie liniowe tych tulei smarowanych ole-jem Hipol lub mobilube wyniosło zaledwie 2 µm, a współczynnik tarcia był równy 0,007-0,008 przy T≈70°c. Takie tuleje żelazne zawierające 3% h-Bn pozwoliły osiągnąć przy prędkości n = 1000 obr/min iloczyn pgr ·v dochodzący niemal do 7 mPa·m·s–1, tzn. wartość ponad trzykrotnie większą od standardowego zakresu (0,9…2,1 mPa·m·s–1) dla tego typu żelaznych łożysk ślizgowych, w którym mieszczą się zaledwie dotychczas stosowane do nasączania tulei (np. T-1-x) oleje smarowe,


np. antykol Ts120 (pgr = 1,18 mPa, pgr ·v = 1,54 mPa·m·s–1, przy n = 1000 obr/min) lub PfPe Klüberalfa dH3-100 (pgr = 0,94 mPa, pgr ·v = 1,22 mPa·m·s–1, przy n = 1000 obr/min). dzięki temu można liczyć się z dużymi oszczędnościami energii (elektrycznej, mechanicznej…) zużywanej do napędzania mechanizmów, w których zastosowane będą opisane tuleje porowate, mimo pracy pod znacznie większym obciążeniem niż dotychczas stosowane łożyska tego typu. dlatego zde-cydowano się na zgłoszenie zastrzeżenia patentowego do uP rP [2]. Przedmiotem tego zgłoszenia patentowego są właśnie zbadane porowate łożyska ślizgowe (tuleje) wytwarzane z żelaznego spieku zawierającego do 3% mas. heksagonalnego azotku boru h-Bn, które są przeznaczone do pracy przy podwyższonych obciążeniach i średnich prędkościach obrotowych, w szerokim zakresie temperatur ujemnych i dodatnich (w zależności od zastosowanego oleju do nasączania porowatej tulei). Taka tuleja może zawierać dodatkowo do 2,5% cu (jak znane powszechnie tuleje standardowe), co wpływa na poprawienie właściwości wytrzymałościowych spieku. Tuleje zawierające azotek boru h-Bn w ilości nieprzekraczającej 3% mają trochę mniejszą gęstość w porównaniu z tradycyjnymi tulejami niezawierającymi h-Bn, o ok. 0,2-0,3 g/cm3, i mniejszą o ok. 3-4% porowatość otwartą. ze względu na mniej-szą, ale bardziej stabilną przepuszczalność spieku zawierającego h-Bn oraz pewną absorpcyjność azotku boru spowodowaną jego mikroporowatością, niewielki spadek gęstości i porowatości żelaznego spieku nie wpływa na pogorszenie trwałości tulei, wręcz przeciwnie, ich trwałość nieco się poprawia — łożyska takie mogą pracować nawet 1,5-2 razy dłużej od łożysk żelaznych bez dodatku h-Bn. Ponadto znacznie zwiększa się obciążalność tych łożysk mimo nieznacznego spadku ich twardości (ok. 3 HB), co nie przekłada się na zwiększenie tribologicznego zużycia spieku.

liTeraTura

[1] T. Kałdoński i zespół, Opracowanie, badania, przygotowanie do wdrożenia w technice wojskowej porowatych łożysk ślizgowych nowej generacji o zwiększonej nośności i trwałości impregnowanych ekologicznymi smarami zawierającymi dobrane surfaktanty, w tym ciecze jonowe, sprawozdanie końcowe z realizacji pracy badawczej rozwojowej PBr/15-249/2007/waT-or00002904, waT, warszawa, maj 2012.

[2] T. Kałdoński i zespół, Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza z dodatkiem heksa-gonalnego azotku boru h-BN — P401050, 4.10.2012.

[3] T. Kałdoński, Tribologiczne zastosowania azotku boru, wyd. 2 poprawione i uzupełnione, waT, warszawa, 2013.

[4] asTm B438/B438ma, Standard Specification for Sintered Bronze Bearings (Oil-Impregnated), 2000.

[5] asTm B439, Standard Specification for Iron-Base Sintered Bearings (Oil-Impregnated), 2000. [6] asTm B782, Standard Specification for Iron Graphite Sintered Bearings (Oil-Impregnated),

2000. [7] metal Powder industry federation standard 35 material standards for P/m self-lubricating

Bearings, 1998 edition.


T. KałdońsKi, B. Giemza, a. Król, K. Gocman

Porous slide sleeves sintered from iron powder with addition of hexagonal boron nitride

Abstract. in this article there are presented some selected results of research works on new generation porous slide bearings, sintered from Höganas nc.100.24 iron powder, with addition of hexagonal boron nitride h-Bn instead of copper or graphite powder. The research was carried out within the framework of PBr/15-249/2007/waT-or00002904 research Project financed by the ministry of science and Higher education, during 2007-2011 [1]. significant increase in capacity and durability of Ø25/Ø35 × 20 mm porous sleeves containing 3% of boron nitride h-Bn by weight in the iron sinter was obtained in comparison to the same standard sleeves containing 2.5% of copper. To date there are no bearings sintered from iron powder with addition of h-Bn. owing to this fact, their durability and load capacity are higher, and that is why it was decided to submit a proper patent claim to the Polish Patent office [2]Keywords: porous sleeves, iron sinter, boron nitride

Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza z dodatkiem ...

Documents

Transcript of Porowate łożyska ślizgowe spiekane z proszku żelaza z dodatkiem ...